缸內直噴汽油機冷啟動燃燒與排放光學試驗研究

劉國慶

1.天津大學內燃機燃燒學國家重點實驗室，天津，300072

2.奇瑞汽車股份有限公司發動機工程研究院，蕪湖，241009

0 引言

缸內直噴(GDI)汽油機因具有良好的動力性與經濟性，已成為當今汽油機的主要發展方向［1-2］。GDI技術能精確地控制進入缸內燃油量，可對缸內油氣混合過程進行有效控制，也有益于改善汽油機冷啟動排放。冷啟動過程中產生的未燃碳氫化合物(簡稱碳氫，HC)占汽油機HC排放總量的80%以上［3-4］，因此GDI發動機冷啟動階段的排放一直是近年來汽車排放控制研究的重點［5-7］。2004 年，Landenfeld 等［8］系統論述了 GDI發動機達到美國SULEV排放法規的相關策略，并提出了高壓多次噴射分層混合冷啟動策略，即部分燃油在進氣過程噴入缸內，形成濃度相對均勻的背景混合氣，而剩余燃油在壓縮沖程下半段噴入，配合活塞頂凹坑，使壓縮上止點附近較大的時間區間內，在缸內形成火花塞附近濃而其他區域相對偏稀的分層混合氣分布，這樣可在保證穩定著火的前提下推遲點火，提高排氣溫度，加快催化器起燃，且能有效減少燃油碰壁。2009年，Xu等［9］在EcoBoost系列GDI發動機開發中采用了類似策略，使整機HC排放降低了30%。在GDI發動機冷啟動階段，由于缸內溫度較低，大量燃油直接噴入缸內時易在缸套和活塞頂部碰壁產生油膜，且蒸發緩慢，這使得用于點燃的燃油量減少，可能導致缸內失火，反而增加HC排放，同時油膜著火燃燒還可能導致碳煙(SOOT)排放增加，因此需對GDI發動機冷啟動階段缸內混合氣形成過程進行精確控制。采用傳統性能開發臺架往往難以對缸內油氣混合過程進行研究，CFD模擬仿真手段也受到計算模型準確性的限制，而基于光學發動機和激光測量的可視化技術因可直觀獲得缸內燃油分布和燃燒情況，目前已被廣泛用于GDI發動機的開發和研究。

本文結合平面激光誘導熒光方法(planar laser induced fluorescence，PLIF)和光學單缸機臺架，對采用高壓兩次噴射、分層混合冷啟動策略的GDI發動機催化器的起燃工況的缸內混合氣形成和燃燒過程進行了可視化試驗研究，分析了HC和SOOT產生的原因，研究了噴射正時和兩次燃油噴射比率、進氣壓力等參數對缸內燃燒穩定性和排放的影響。

1 PLIF光學單缸機測試系統

1.1 PLIF激光技術測量原理

PLIF是當前發動機缸內濃度場可視化測量方面應用最為廣泛的激光技術，其基本原理是:通過調整入射激光的輸出頻率，使其與待測分子的某一電子基態和激發態間的躍遷頻率相同而發生共振，其中部分待測分子吸收激光能量后躍遷至較高能級，但這些分子極不穩定，又快速從激發能級降至基態，并伴隨發出熒光，熒光強度與當地待測物質濃度成正比，從而可獲得對應濃度場分布［10］。

1.2 PLIF光學測試系統

PLIF光學測試系統結構見圖1，由光學單缸機系統、激光和導向系統、相機拍攝系統、同步控制系統、控制臺組成。激光源由Lambda Physik公司的COMPex201 KrF準分子激光器產生，波長為248nm，脈沖持續期為 20ns，工作能量為250mJ，工作頻率為10Hz。激光光源經透明缸套兩側引入燃燒室內，這樣可以在更大空間范圍內進行測量，避免測量死角。激光源為片光，通過噴油嘴位置，從靠近但不接觸火花塞方向穿過。相機系統采用PCO公司SensiCam CCD增強相機，并加裝紫外鏡頭(UV－Nikkor 105mm，f/4.5)，拍攝方向與激光垂直。發動機一個工作過程時間非常短，在單個循環內完成所有測量需要時間解析度非常高的高速相機和激光發射器，這將大大增加測量難度。為解決這一問題，本測試系統在不同的循環中對不同曲軸轉角進行測量，激光觸發、相機拍攝及轉角測量通過同步器進行控制，保證在指定轉角同時觸發相機和激光系統，同步控制采用AVL ETU(electronic timing unit)系統，這大大降低了對相機和激光系統的要求。拍攝燃燒過程火焰時，由于火焰為可見光，不用激光激發且無需紫外鏡頭，故可直接進行拍攝，相機拍攝系統與濃度場測量時所用系統相同。

圖1 PLIF光學測試系統示意圖

由于圓形玻璃缸套折射會造成圖像扭曲，相機拍攝角度也會對拍攝結果產生影響，因此試驗前在透明缸套內放置專用標定板(放置于需測量的平面)進行標定，找出實際測量平面和相機拍攝結果之間的對應關系，用于修正拍攝結果。此外激光發射器發射的激光經棱鏡產生的片光源本身也不均勻，試驗前同樣需要進行標定，具體采用的方法為:旋轉曲軸將進排氣門調節至關閉狀態，經火花塞位置滴入少量燃油，再來回旋轉曲軸，壓縮缸內空氣使得燃油迅速蒸發，混合均勻后對均勻場進行測量，用以修正激光不均勻性對測量結果的影響。

1.3 光學單缸機臺架系統

光學單缸機臺架系統結構如圖2所示，主要由光學單缸機、單缸機集成臺架及其控制系統、進氣控制單元、高壓油泵、控制和同步單元(ETU)、燃燒分析儀及角標儀組成。其中光學單缸機為缸內直噴模式，缸徑和沖程分別為76mm和86mm，壓縮比為9.0，由集成臺架上的電力測功機拖動，集成臺架同時提供冷卻水和潤滑油循環?；钊M行加長，并在中間中空部分引入壓縮空氣對其進行冷卻，活塞頂帶凹坑結構以實現分層策略，并采用抽風機使曲通系統保持一定的負壓，以防止曲通廢氣溢出。發動機進氣由壓縮空氣引入，進氣壓力通過進氣控制單元進行調節和穩定。為獲得缸蓋部分燃燒室內的圖像信息，采用了上端為屋脊形的石英玻璃缸套，高度為50mm。系統主要數據和信號傳輸路線見圖2中實線，其中缸壓信號通過線路①傳遞至燃燒分析儀用于數據分析和監控，ETU通過線路④和線路⑥獲得角標儀測得的曲軸轉角信號，并通過線路②、③、⑤分別對點火、噴油、燃油壓力進行控制，且與PLIF激光系統進行同步控制。

圖2 光學單缸機臺架系統示意圖

1.4 光學測試圖像處理方法

發動機運轉過程中(特別是冷啟動工況)，缸內混合氣的形成和燃燒過程具有一定的隨機性，單次測量圖像結果往往不能全面反映實際情況，因此在每個光學圖像測量曲軸轉角時，分別從不同循環連續捕捉35張圖片，采用AVL VisioScope軟件對這些圖像進行統計平均，處理過程如圖3所示。具體如下:由于液相燃油激發產生熒光的亮度相比氣相燃油明顯較高(碳煙火焰亮度與預混火焰情況類似)，故對于具體拍攝的圖片可根據經驗定性判斷液相和氣相燃油(或碳煙火焰及預混火焰)對應的亮度值，然后將單張拍攝圖片上各像素對應的亮度值分成高密度區(表征液相或碳煙火焰)、低密度區(表征氣相或預混火焰)、背景區三段，再將多幅圖片的具體亮度分段進行統計，獲得各像素點上高密度區、低密度區出現的概率，疊加并分別著色后得到最終結果。此外火花塞附近區域受雙側激光作用，激光能量密度比單側激光覆蓋的其他區域高，導致這些區域熒光額外增強，因此試驗時對上止點附近的轉角采用均勻混合氣進行標定，以便在后期圖像處理時對測量結果進行修正。

2 GDI冷啟動工況光學測量

2.1 冷啟動試驗工況與測量

圖3 燃油濃度和火焰圖像處理過程［11］

發動機冷啟動工況包括啟動、提速、冷怠速三個過程，受光學發動機臺架最低轉速限制，試驗研究著重于GDI發動機冷怠速工況，也即通常所說的催化器起燃工況。采用高壓兩次噴射、分層混合冷啟動策略時，點火時刻火花塞附近穩定混合氣濃區的形成主要依靠第二次燃油噴射(壓縮沖程噴射)與活塞凹坑的合理配合，因此試驗主要研究了第二次噴射正時和兩次燃油噴射量比率對缸內燃燒穩定性和排放的影響。發動機轉速控制為1200r/min，空燃比(文中指化學計量空燃比)為1，冷卻水和潤滑油溫度控制在20℃左右，燃油壓力為8MPa，由ETU實現兩次噴射和不同噴射量比率(fuel split ratio，FSR，為第一次噴油量與循環總噴油量的比值)，點火時刻為20°CA ATDC(ATDC表示壓縮上止點，CA表示曲軸轉角)。試驗時首先將發動機轉速降至1200r/min，調整進氣控制單元以達到目標進氣壓力，待冷卻水和潤滑油及排氣溫度趨于穩定后點火(未噴油)，隨后由ETU激活噴油、激光測量系統對燃燒狀態下指定曲軸角度進行拍攝。因石英缸套和活塞膨脹系數相差很大，光學發動機持續著火燃燒時間有所限制，發動機一次運轉燃燒過程通常只能完成一個曲軸轉角下的測量。

缸壓、燃燒穩定性等信息由缸壓傳感器和燃燒分析儀獲得。由于光學發動機單次運轉實際著火時間非常短，無法利用排放分析儀對尾氣進行取樣測量，因此試驗時采用了快速廢氣分析儀實時獲得HC排放，缸內SOOT生成量則通過AVL VisioFem光學傳感器間接測量(圖2中線路⑦)，其基本原理是:SOOT燃燒過程中熱釋放量很少，但發出的光亮度較高，通過測量預混燃燒結束后缸內碳煙火焰光強信號(文中為碳煙指數USI，測量信號為電壓信號)，再經過燃燒分析儀分析處理，可間接反映出缸內SOOT排放情況。

2.2 試驗燃油和示蹤劑選擇

普通汽油中有多種物質具有熒光特性，故其產生熒光的頻譜范圍很廣，難以進行量化評估，同時由于普通汽油含有添加劑等多種雜質，使缸套不易清潔，因此本試驗采用與汽油物性相近的異辛烷作為試驗燃油。工業用異辛烷含有少量芳香族分子，如苯及其派生物，極易產生熒光，但這種熒光極易遇氧淬息，因此可以認為是無熒光效應，需添加熒光特性穩定且遇氧淬息效應低的示蹤劑。常見示蹤劑有丙酮、3－戊酮、甲苯等，本文采用3－戊酮，3－戊酮與異辛烷具有相同沸點和幾乎完全相同的隨溫度變化的飽和蒸汽壓特性。試驗燃油由體積分數分別為90%和10%的異辛烷和3－戊酮組成。

3 試驗結果及分析

3.1 燃燒穩定性和排放結果

缸內燃燒穩定性采用平均指示壓力(IMEP)標準偏差σIMEP進行評價，具體公式如下:

圖4所示為第二次噴油時刻(SOI2)對缸內燃燒穩定性、HC排放以及SOOT排放的影響。試驗時第一次噴油時刻(SOI1)為260°CA BTDC(BTDC表示上止點前)，兩次噴油采用相同的噴油持續期(噴射燃油比率R=0.5)。圖5為圖4a中對應著火過程火核形成情況。

圖4 第二次噴油時刻對燃燒穩定性和排放的影響

圖5 第二次噴油時刻對著火過程火核形成的影響

從圖4和圖5可以看出，SOI2早于壓縮上止點前110～120°CA時燃燒很不穩定，著火初期火核很弱且生長緩慢，這表明點火時刻火花塞周圍未形成穩定可燃混合氣，缸內發生了嚴重的失火現象，IMEP水平很低，HC排放急劇增加。SOI2推遲至100°CA BTDC時，缸內著火過程相對穩定，缸內燃燒穩定性得到改善，IMEP相應提升，HC排放則迅速下降，而當 SOI2推遲至90°CA BTDC時，缸內燃燒穩定性并未繼續改善，反而惡化，燃燒循環波動率出現一個峰值，缸內IMEP水平也略有降低，而當進一步將 SOI2推遲至80°CA BTDC時，缸內燃燒壓力循環波動則迅速下降。導致這種燃燒趨勢突變的主要原因可能是:當SOI2在90°CA BTDC之前時，點火時刻火花塞附近燃油濃度相對較低，缸內燃燒火焰傳播過程受缸內滾流影響，向排氣側偏移;而當SOI2推遲至90°CA BTDC之后，點火時刻火花塞附近混合氣質量較高，燃燒火焰傳播過程則主要受混合氣濃度分布的影響，向進氣側偏移;當SOI2在90°CA BTDC時，兩種因素共同作用導致初始火焰發展過程緩慢，降低了燃燒初期速度，且隨機性更大導致IMEP波動增加。SOI2推遲至70°CA BTDC時，著火火焰達到最穩定狀態，而且生長速度最快，在此之前缸內SOOT生成處于相對較小的水平;SOI2進一步推遲至70°CA BTDC以后，燃燒穩定性趨于不變并保持較好的水平，IMEP略微下降，但由于活塞碰壁嚴重而且在冷啟動工況下燃油蒸發很緩慢，導致SOOT排放急劇增加，HC排放略有上升。對比圖4a和圖4b可以發現:進氣壓力增大為95kPa時，盡管進氣量和對應噴油量均相應增加(空燃比控制為1)，但缸內IMEP水平未有明顯提升，這表明實際參與燃燒放熱的燃油并未明顯增加，而HC排放則平均是原來的5倍以上。HC排放增加主要可能原因有兩個:①第一次噴射與缸套碰壁油膜在隨后活塞運動中被刮下來并殘留于缸套與活塞之間狹縫中，隨后過程中并未完全燃燒;②第二次噴射與活塞頂碰壁油膜不完全燃燒。從圖4中還可以看出在缸內正常燃燒情況下(p=0.2MPa)，推遲第二次噴油導致SOOT急劇增加，表明燃油與活塞碰壁明顯增加，但HC增加幅度相對較小，由此可見，在缸內穩定燃燒工況，第一次噴射與缸套碰壁是造成HC排放的主因。

圖6 燃油噴射量比率對燃燒穩定性和排放的影響

圖6所示為不同燃油噴射比率對缸內燃燒穩定性以及排放的影響。其中第一次噴射時刻為280°CA BTDC，第二次噴射時刻為 100°CA BTDC，進氣壓力控制為70kPa，從圖中可以看出隨著第一次噴射時噴油量的增加，(R從0.275增至0.725)缸內燃燒穩定性和IMEP水平顯著增加。HC排放則是在R=0.5時最低，增大R時由于第一次噴射燃油與缸套碰壁增加，導致HC排放有所提升，降低R則由于燃油活塞碰壁量增加導致HC和SOOT排放均略有增加，由于SOI2較早，SOOT排放總體較少。

3.2 缸內混合氣形成及燃燒過程

由 3.1節分析可知，第二次噴射時刻為70°CA BTDC、R=0.5時缸內燃燒穩定性及SOOT和HC排放均處于比較優化的狀態，因此本文對這種情況下缸內混合氣濃度分布以及燃燒過程進行了拍照測量，試驗時進氣壓力控制為70kPa，空燃比控制為 1，第一次噴射時刻為260°CA BTDC，點火角為20°CA ATDC。

圖7 缸內油氣混合過程燃油分布圖

圖7為該工況下缸內燃油分布PLIF測量結果。從圖中可以看出，第一次噴射燃油在噴射初期(255°CA BTDC)，受缸內氣流運動很小，其形狀與噴射方向一致，并在245°CA BTDC時到達排氣側缸套壁面并發生碰壁，此時由于滾流的作用及噴油量適中，故燃油碰壁量較少，隨后隨活塞和缸內滾流向下移動，在缸內強滾流的作用下，缸內燃油濃區在活塞下止點時到達進氣側，隨后經過火花塞，在第二次噴射之前(70°CA BTDC)到達排氣側，此時因活塞擠壓在缸內了形成整體相對均勻的燃油分布。在第二次燃油噴射初期，活塞向上移動且靠近上止點，燃油很快到達活塞頂凹坑壁面，由噴霧引起的氣流運動碰壁所形成的卷吸效應使燃油沿凹坑附近迅速擴散鋪開，隨后由活塞凹坑形成的擠流將燃油沿凹坑曲面向上引導，25°CA BTDC時在火花塞附近形成燃油濃區，并一直保持到30°CA ATDC。

圖8為隨后著火及燃燒過程缸內火焰圖像，點火時刻火花塞附近濃混合氣使得缸內著火過程順利，并在30°CA ATDC時即形成了非常穩定的火焰。由于進氣側燃油濃度較排氣側燃油濃度大，因此火焰向進氣側擴散速度更快，在60°CA ATDC時擴散到整個燃燒室并到達活塞頂，70°CA ATDC時附著在活塞頂凹坑內以油膜形式存在的燃油被點燃，在活塞頂附近出現大量的明亮碳煙火焰，碳煙燃燒一直持續到排氣過程，由此可知，GDI發動機碳煙排放主要由壓縮沖程燃油噴射與活塞頂部碰壁形成的油膜不完全燃燒所致。

圖8 缸內燃燒過程火焰圖像

4 結論

(1)GDI冷怠速工況采用兩次噴射分層混合策略時，壓縮沖程燃油噴射正時對缸內燃燒穩定性和排放有較大影響，過早的SOI2會導致燃燒不穩定，易發生失火，HC排放急劇惡化，SOI2推遲至合理角度后缸內燃燒達到最穩定狀態，HC排放迅速下降并趨于穩定，繼續推遲SOI2，燃燒穩定性則基本不變，HC排放略有增加，但SOOT排放迅速增加。在保持空燃比不變的情況下，增大進氣壓力與相應噴油量，缸內IMEP水平基本不變，而HC排放會顯著增加，此外兩次燃油噴油量比率對HC排放和燃燒穩定性也有較大的影響。

(2)GDI冷怠速工況PLIF濃度場測量結果表明，采用合理的噴油正時與活塞頂凹坑配合，可在壓縮上止點前后較大的時間窗口內(－25～30°CA ATDC)使火花塞附近保持穩定濃混合氣分布，這對于推遲點火，加快催化器起燃十分有利。而缸內燃燒過程火焰圖像分析表明，碳煙火焰主要產生于活塞頂部附近，因此合理優化壓縮沖程噴油正時，減少活塞頂部燃油碰壁對降低GDI發動機冷啟動SOOT排放十分關鍵。

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